Robert Bański
Dariusz Rozumek
Rozwój pęknięć zmęczeniowych
w bimetalach stal-tytan wykonanych
metodą zgrzewania wybuchowego
(platerowania)
Fatigue cracks growth in bimetals steel-titanium
made by explosive welding
Dr Robert Bański, dr hab. inż. Dariusz Rozumek, prof. PO – Politechnika Opolska.
Streszczenie
W artykule opisano rozwój pęknięć zmęczeniowych w próbkach stal-tytan wykonanych metodą zgrzewania wybuchowego. Powstałe złącze wykazało nieznaczne ob-szary przetopione oraz mikropustki w zawinięciu fal. Prób-ki o przekroju poprzecznym prostokątnym poddano zgi-naniu przy wartości średniej naprężenia równej zeru. Do-konano punktowego pomiaru mikrotwardości w obszarze złącza. Wzrost pęknięć zmęczeniowych był cyklicznie mie-rzony przy użyciu mikroskopu świetlnego. W próbkach ob-serwowano wzrost pęknięć zmęczeniowych równolegle do przyłożonego obciążenia, którego kierunek zmieniał się na linii złącza bimetalu. Następnie obserwowano roz-wój pęknięcia wzdłuż linii złącza, powodującego rozwar-stwienie bimetalu. Rozwój pęknięć następował od strony stali lub tytanu w zależności od stosunku grubości składo-wych metali złącza. Odnotowano, że na przełomach bime-talu występują zarówno pęknięcia przebiegające po grani-cy ziaren, jak i transkrystaliczne.
abstract
The paper presents fatigue crack growth in steel-tita-nium specimens made by the explosive welding. In the obtained joint, small joint penetration areas and microvo-ids were found in the wave hollow. The tested specimens of the rectangular cross-section were subjected to ben-ding under the stress mean value equal to zero. The po-int measurement of hardness was performed in the jopo-int area. The fatigue crack growth was measured in cycles by means of the optical microscope. In the specimens, the fatigue crack growth was observed in parallel to the applied loading, the direction of which varied along the in-terface line. Next, the crack growth was observed along the interface line when the bimetal was stratified. The crack growth started from the side of steel or titanium de-pending on the ratio of thickness of components of the jo-int metals. At the bimetal fractures there were both the cracks running along the grain boundary and transcrystal-line ones as well.
wstęp
Platery są trwałym połączeniem dwóch lub więcej metali uzyskanym metodami nanoszenia metalu nakła-danego na metal bazowy bez ich wzajemnego przeto-pienia. Połączenie uzyskuje się przez nacisk jednego materiału na drugi (powodując różne formy odkształ-cenia) za pomocą walcowania, przeciągania czy tło-czenia. Poszczególne techniki platerowania różnią się sposobem doprowadzenia metali do bezpośredniego
styku, wywołania nacisku, stopniem ich odkształce-nia i ilością energii wykorzystanej do utworzeodkształce-nia złą-cza. Trwałe połączenie jest wynikiem zarówno nacisku wywieranego na podłoże przez dociskany metal nakła-dany, jak i oddziaływania wyzwolonego ciepła podczas odkształcania, które przyspiesza dyfuzję oraz oddziały-wania międzyatomowe obu materiałów w obszarze łą-czonych powierzchni. Jedna z metod to platerowanie
wybuchowe. Materiały platerowane metodą
wybucho-wą są coraz częściej stosowane w różnorodnych gałę-ziach przemysłu chemicznego, energetyce itp. Pokry-cie tą metodą stali konstrukcyjnych tytanem znacząco obniża koszty aparatury, wymagającej wysokiej odpor-ności korozyjnej [1]. Proces zgrzewania wybuchowe-go i jewybuchowe-go parametry pokazano na rysunku 1. Cieńsza
płyta tytanowa jest nastrzeliwana na umieszczoną równolegle w pewnej odległości stalową płytę podsta-wową (bazową). Odległość ta jest tak dobrana, aby pły-ta z typły-tanu zderzyła się z płytą bazową po przyspie-szeniu do odpowiedniej prędkości zderzenia vP. Pa-rametry układu detonacyjnego dobiera się tak, aby zapewnić odpowiednią prędkość detonacji vD i uzy-skać wymaganą ilość energii potrzebną do połączenia blach [2, 3]. Materiał wybuchowy w postaci granulatu jest jednolicie rozsypany na całej powierzchni blachy z tytanu i ograniczony ramką okalającą, umieszczo-ną dookoła krawędzi płyty nakładanej. Układ ten jest zapalany w ściśle zaplanowanym miejscu za pomocą detonatora o wysokiej prędkości detonacji.
Ekspansja gazów detonacji wybuchowej przyspie-sza płytę nastrzeliwaną, doprowadzając do zderzenia kątowego β o ściśle określonej prędkości vP. W wyniku zderzenia, w punkcie kolizji C powstaje bardzo wysokie ciśnienie, które dociska do siebie powierzchnie łączo-nych blach. Powierzchnie te są oczyszczane z tlenków i innych zanieczyszczeń strumieniem powietrza wypy-chanego spomiędzy łączonych płyt z prędkością po-naddźwiękową vK. W punkcie kolizji C metalicznie czy-ste powierzchnie są dociskane ciśnieniem rzędu kilku gigapaskali, w wyniku czego powstaje wysokiej jakości złącze stal-tytan bez przetopienia materiałów. Właści-we parametry zderzenia dla określonego połączenia są zależne od typu łączonych metali, ich grubości i właści-wości mechanicznych.
Prędkość detonacji vD zależy od rodzaju łączonych metali, ich właściwości fizycznych i mechanicznych oraz właściwości zastosowanego materiału wybucho-wego i wynosi 2000÷3500 m/s. W wytworzonym w ten sposób platerze, w jego przekroju porzecznym można wyróżnić obszar umocniony siłą zderzenia łączonych blach oraz strefę złącza. Przyjmuje się, że prawidło-we złącze powinno wykazywać budowę o niewielkiej falistości i odpowiedniej wysokości fali oraz jej długo-ści, bez lub z niewielką ilością obszarów przetopionych i nieciągłych (mikropustki, mikropęknięcia). Przy nieod-powiednim doborze parametrów procesu zgrzewania w złączu mogą wystąpić znaczne obszary przetopione mające wpływ na wytrzymałość całego plateru [1, 4].
Celem pracy jest określenie charakteru pęknięć zmęczeniowych przy zginaniu wahadłowym w bimeta-lach stal-tytan.
Charakterystyka złącza zgrzewanego
Badaniom poddano próbki pobrane z blach o wymiarach 3650 x 1900 mm wykonane meto-dą platerowania wybuchowego przez firmę ZTW Explomet. Materiałem łączonym była blacha stalowa S355J2+N grubości 40 mm, materiałem nakłada-nym natomiast tytan Gr.1 (SB265Gr.1) grubości 6 mm. Skład chemiczny materiałów występujących w platerze podano w tablicach I i II. W celu usunię-cia naprężeń powstałych podczas platerowania bla-chę poddano obróbce cieplnej polegającej na pod-grzaniu do temperatury 600oC z prędkością 90oC/h
i wygrzaniu w czasie 90 min. Następnie chłodzo-no ją z piecem do temperatury 300oC z prędkością
100oC/h, a później na powietrzu.
Próbki do badań metalograficznych wycinano z po-łączonego układu blach i analizowano na przekroju wzdłużnym, równoległym do kierunku przemieszcza-nia się fali wybuchu. Próbki pobrano z miejsc najbar-dziej oddalonych od punktu pobudzenia wybuchu, któ-re mają teoktó-retycznie najgorsze właściwości wytrzyma-łościowe po złączeniu materiałów. Zgłady metalogra-ficzne wykonano przez szlifowanie na papierach ścier-nych, polerowanie z użyciem past diamentowych, a na-stępnie trawiono: tytan – roztworem kwasu fluorowo-dorowego, natomiast stal – nitalem. Tak przygotowany materiał analizowano za pomocą mikroskopu OLYM-PUS IX70 z odpowiednim wyposażeniem.
Na rysunku 2 pokazano przekrój poprzeczny połą-czenia dwóch blach (pow. 50x), na którym widać na gó-rze strukturę tytanu, a na dole strukturę stali.
Złącze to ma charakterystyczną budowę fa-listą z niewielką liczbą obszarów przetopionych oraz mikropęknięć i mikropustek w zawinięciu fal.
Rys. 1. Proces zgrzewania wybuchowego i jego parametry Fig. 1. Explosive welding process and its parameters
tablica I. Skład chemiczny tytanu Gr. 1 [% wag.]
table I. Chemical composition of the titanium Gr. 1 [in wt%]
Materiał C Ti n H Fe O
Ti Gr. 1 0,004 reszta 0,006 0,003 0,025 0,053
tablica II. Skład chemiczny stali S355J2 + N [% wag.] table II. Chemical composition of the S355J2 + N steel [in wt%]
Materiał C mn Si p S Cu ni Cr S355J2 + N 0,189 1,41 0,30 0,01 0,004 0,23 0,03 0,05 mo V Ti Al n Nb Fe 0,004 0,003 0,002 0,031 0,005 0,003 reszta
Rys. 2. Strefa złącza plateru stal-tytan Fig. 2. The zone of steel-titanium clad joint
Na rysunku 3 pokazano charakterystyczne parametry występujące w złączu po zgrzewaniu wybuchowym.
W tablicy III podano zmierzone wartości średnie parametrów złącza występujące w badanym platerze. Średnia długość fal wynosiła λ = 856 µm, a średnia wy-sokość fal h = 143 µm. Ze względu na występowanie obszarów przetopionych określono współczynnik
rów-noważnej grubości przetopień (RGP), wyrażany jako
stosunek sumy pól powierzchni przetopień S (P1 + P2) do pomiarowej długości linii złącza L:
RGP = S/L, µm (1) Długość linii złącza, na której dokonywano pomia-ru powierzchni pól przetopień wynosiła, 23 742 µm. Na tej podstawie określona wartość współczynnika RGP wynosiła 7,62 µm.
Właściwości statyczne badanych materiałów przed połączeniem podano w tablicy IV. Wytrzymałość plate-ru na ścinanie powinna wynosić min. 140 MPa zgod-nie z normą ASTM B898, a w otrzymanych platerach stal-tytan wynosiła 343 MPa.
Próbkę do badań zmęczeniowych, o prostokąt-nym przekroju poprzeczprostokąt-nym, pokazano na rysunku 4. Próbki zostały wycięte z blachy równolegle do kierun-ku detonacji i przygotowane zgodnie z normą ASTM D 3165-95. Każda próbka miała nacięty zewnętrzny
karb o promieniu R = 22,5 mm. Powierzchnia próbki została uzyskana przez frezowanie i polerowanie z za-stosowaniem coraz drobniejszego papieru ściernego. Ostateczna średnia chropowatość wynosiła 0,16 mm. Badano próbki, w których stosunek netto wysokości ty-tanu do stali wynosił h1 : h2 = 1 : 2,5.
Wyniki badań prezentowane w pracy zostały uzy-skane na Politechnice Opolskiej. Wykonano je na maszynie zmęczeniowej MZGS-100 umożliwiającej realizację przebiegów cyklicznego zginania, skręca-nia i zginaskręca-nia ze skręcaniem. Badaskręca-nia wykonywano w zakresie niskiej i wysokiej liczby cykli przy obcią-żeniu z kontrolowaną siłą (w tym przypadku kontro-lowano amplitudę momentu) i częstotliwości obciąże-nia 29,3 Hz. Prowadzono badaobciąże-nia zmęczeniowe przy współczynniku asymetrii cyklu R = –1 i stałej amplitu-dzie momentu Ma = 14,2 N • m, co odpowiadało nomi-nalnej amplitudzie naprężenia normalnego dla prze-kroju netto σa = 248,6 MPa do inicjacji pęknięcia (na-prężenia obliczano dla badanej stali, w której rozwi-jało się pęknięcie zmęczeniowe). Teoretyczny współ-czynnik kształtu karbu w próbce wyznaczono zgod-nie z równazgod-niem podanym w [5], który przy zginaniu wynosił αK = 1,045. Rozwój pęknięć obserwowano na powierzchniach bocznych próbek za pomocą mikro-skopu świetlnego bezpośrednio na maszynie zmę-czeniowej. Przyrosty pęknięć zmęczeniowych mie-rzono za pomocą mikrometru umieszczonego w mi-kroskopie przenośnym o powiększeniu 25x z dokład-nością 0,01 mm, notując jednocześnie bieżącą liczbę cykli obciążenia N. Pomiar długości pęknięcia a do li-nii złącza mierzono jako przyrost tej długości w po-przek próbki, natomiast na linii złącza również jako przyrost długości pęknięcia, ale wzdłuż próbki.
wyniki badań i ich analiza
Badania wykazały, że w wyniku zgrzewania wy-buchowego uzyskano bimetal stal-tytan o prawidło-wej budowie metalograficznej i geometrycznej złącza z niewielką ilością warstwy przetopionej zlokalizowanej głównie w zawinięciu fali (rys. 5).
Rys. 3. Schemat fali powstałej w wyniku zgrzewania wybuchowego:
λ – długość fali, h – wysokość fali, P1 i P2 – przetopienia, L – linia zgrzania
Fig. 3. Diagram of the wave formed as the result of explosion
we-lding: λ – wave length, h – wave height – P1 and P2, fusion zones, L – weld line
tablica III. Charakterystyczne parametry złącza table III. Characteristic parameters of the joint
Średnia długość fali λ, μm Średnia wysokość fali h, μm Pomiarowa długość linii złącza L, μm Suma po-wierzchni przetopień S, μm2 Wartość współczynnika RGP, μm 856 143 23 742 180 914 7,62
tablica IV. Właściwości mechaniczne badanych materiałów przed
połączeniem
table IV. Mechanical properties of materials before cladding
Materiał Re, MPa Rm, MPa E, GPa A5, %
Ti Gr. 1 193 308 104 46
S355J2 + N 368 578 210 30
Rys. 4. Kształt i wymiary próbki do badań, mm
Fig. 4. Specimen for tests of fatigue crack extension, dimensions
Po obróbce cieplnej na granicy stal-obszar prze-topiony występuje wyraźna warstwa dyfuzyjna, której średnia grubość wynosi 7,9 μm. Obróbka cieplna spo-wodowała również dyfuzyjne odwęglenie stali w pobli-żu linii złącza (rys. 2 i 7).
Metalograficzne badania próbek wykazały, że mi-krostruktura stali S355J2 + N składa się z ziaren fer-rytu oraz ziaren perlitu z charakterystycznym dla prze-róbki plastycznej na zimno, pasmowym ułożeniem zia-ren. Pasmowy układ struktury stali uległ częściowemu zanikowi w wyniku obróbki cieplnej. Struktura stali cha-rakteryzuje się ziarnami ferrytu o średnicy 5÷40 mm i podobnymi ziarnami perlitu o średnicy 5÷45 mm. Średni stosunek objętościowego udziału perlitu do fer-rytu określony w pięciu obszarach badanych metodą cyfrowej analizy obrazu (system LECO IA 32) wyniósł odpowiednio: perlitu 23,7% do ferrytu 76,3%. Badane obszary znajdowały się w odległości min. 1 mm od linii złącza, aby otrzymane wyniki nie były zakłócone ewen-tualnymi zjawiskami dyfuzyjnymi na granicy złącza w czasie obróbki cieplnej. Otrzymany wynik śred-ni udziału objętościowego jest zgodny z procentową zawartością węgla dla stali S355J2 + N. Mikrostruk-tura badanego tytanu Gr. 1 jest złożona z ziaren fazy α o średnicy ziarna 15÷70 mm. Tytan po zgrzewaniu wybuchowym bez obróbki miał strukturę silnie zde-formowaną z dużą ilością bliźniaków poślizgu. Za-bieg obróbki cieplnej spowodował rekrystalizację zia-ren tytanu w całej objętości nastrzeliwanej blachy. Ostateczna wielkość ziaren tytanu wynika nie tylko
z temperatury obróbki cieplnej, ale również z lokalne-go stopnia zgniotu.
Pomiary rozkładu twardości na całym przekroju pla-terów typu stal-tytan realizowano w badaniach [1, 4]. Badania te prowadzono wzdłuż linii prostopadłej do złącza i stwierdzono, że twardość narasta w stronę linii złącza i maksimum osiąga tuż przy niej. Dlatego w re-alizowanej pracy mierzono twardość głównie w obsza-rze złącza z uwzględnieniem obszarów pobsza-rzetopionych. Pomiary twardości wykonano na twardościomierzu LECO AMH 2000, metodą Vickersa przy obciążeniu 100 g (rys. 6).
W badanych platerach, zarówno w stali, jak i w tytanie, twardość zależy od położenia punktu po-miarowego (wierzchołek fali, zawinięcie fali, czoło fali). Przykładowo w tytanie wartości te zmieniają się 151÷182 HV0,1 (rys. 6). Większe różnice twardości ob-serwuje się w stali, z której jest zawinięcie fali. Wartość ta w obszarze stali wynosi 175 i 186 HV0,1 a następnie wzrasta do 191 i 214 HV0,1.
Obszar o najwyższej twardości (w stali) jest zara-zem miejscem o najwyższym stopniu zdeformowania ziaren, co prawdopodobnie wynika z mechanizmu po-wstawania zawinięcia fali (rys. 6) [6].
Pomiary prowadzone w obszarach przetopionych wykazały, że ich twardość wzrasta skokowo i jest ok. 6-krotnie większa w stosunku do średniej twardo-ści w strefie przy złączu wykonanego bimetalu. Na po-danym przykładzie stwierdzono, że twardość zmie-rzona w obszarze przetopionym wyniosła 998 HV0,1 (rys. 6). Obszary te składają się z wzajemnie wymie-szanych obu składowych metali plateru, w różnych zmiennych lokalnie proporcjach, jednakże krzepną w warunkach bardzo wysokich ciśnień oraz w bardzo krótkim czasie, co może mieć istotny wpływ na ich wy-soką twardość [7]. Tak duża twardość w obszarze prze-topionym wynika z tego, że materiał przetopiony jest kruchy. W obszarach przetopionych można również
Rys. 5. Mikrostruktura złącza stal (St) – tytan (Ti) z przetopieniem Fig. 5. Interface microstructure of steel-titanium cladder with fusion
Rys. 6. Mikrostruktura złącza stal (St) – tytan (Ti) z wynikami
pomia-ru mikrotwardości
Fig. 6. Microstructure of the steel-titanium bimetal together with
zauważyć mikropęknięcia, co potwierdza możliwość występowania naprężeń wewnętrznych powstałych w czasie zgrzewania. Ponadto z prawej i lewej strony warstwy dyfuzyjnej widoczne są pustki (czarne pola) występujące w miejscu złącza.
Uzyskane wyniki badań zmęczeniowych umożliwi-ły przeprowadzenie analizy rozwoju pęknięć w bimeta-lu stal-tytan przy zginaniu. Próbki charakteryzowały się równomiernym wzrostem pęknięć po obu stronach po-wierzchni bocznych. Podczas badań doświadczalnych obserwowano rozwój pęknięć zmęczeniowych od stro-ny stali lub tytanu. Pęknięcie pokazane na rysunku 7 rozwijało się w płaszczyznach największych naprężeń normalnych w tytanie i przechodziło do stali [8]. Roz-wijające się pęknięcie po dojściu do linii złącza prze-biegało wzdłuż tej linii (równolegle do długości próbki) w dwóch kierunkach. Po przejściu pęknięcia przez li-nię złącza wzrastało ono podobnie jak przed dojściem do linii złącza. Obserwowano również przypadki, kiedy pęknięcie po dojściu do linii złącza przecinało ją, pro-pagując tak jak dotychczas. Można to tłumaczyć róż-nym stopniem lokalnego zdefektowania sieci krystalo-graficznych obu materiałów na granicy złącza w wyni-ku zderzenia łączonych materiałów. Natomiast rozwój pęknięć następuje w miejscach, gdzie wskutek zdefek-towania sieci krystalograficznej wiązania międzyato-mowe są najsłabsze. Różna sztywność materiałów po-woduje, że oś obojętna nie występuje w miejscu linii złącza, lecz jest przesunięta. Po obliczeniu położenia osi obojętnej można stwierdzić, że dla stosunku wyso-kości próbki h1 : h2 = 1 : 2,5 oś ta znajduje się w sta-li w odległości 3,08 mm od podstawy. Na rysunku 8 pokazano rozwój ścieżki pękania w tytanie. W tytanie Gr. 1, który składa się jedynie z ziaren fazy α, prze-ważają pęknięcia transkrystaliczne przez ziarna, ale obserwowano również pęknięcia po granicach ziaren. Występuje jedno główne pęknięcie z zauważalnymi uskokami po granicach ziaren.
Na rysunku 9 przedstawiono przykładową długość pękania próbki w funkcji trwałości. Próbkę tę badano
przy obciążeniu Ma = 14,2 N•m po Nf = 101 000 cykli
nastąpiło jej zniszczenie. Inicjację pęknięcia zmę-czeniowego w próbce obserwowano po 89 000 cy-kli, natomiast wzrost pęknięcia mierzono od długości 0,15 mm.
Przykładowe zdjęcie rozwoju pęknięcia na wskroś próbki pokazano na rysunku 10. Pęknięcie rozwija się od strony stali, a następnie przechodzi przez linię złą-cza i propaguje w tytanie. Kiedy pęknięcie po przejściu przez linię złącza zaczęło propagować w tytanie, to od góry próbki zauważono również rozwój pęknięcia. Pęk-nięcia te połączyły się, niszcząc próbkę.
Rys. 7. Mikrostruktura i ścieżka pękania w złączu St-Ti Fig. 7. Microstructure and crack path in steel-titanium joint
Rys. 8. Ścieżka pękania
w tytanie
Fig. 8. Crack path in
tita-nium
Rys. 9. Długość pęknięcia w funkcji liczby cykli Fig. 9. Crack length vs. number of cycles
Rys. 10. Ścieżka pękania w próbce przy obciążeniu Ma = 14,21 N•m
wnioski
Na podstawie przeprowadzonych badań próbek bimetalu sformułowano następujące wnioski:
– W wyniku zgrzewania wybuchowego uzyskano bimetal stal-tytan o prawidłowej budowie metalo-graficznej i geometrycznej złącza, z niewielką ilo-ścią warstwy przetopionej znajdującej się głównie w zawinięciu fali. Obróbka cieplna spowodowała powstanie warstwy dyfuzyjnej wzdłuż linii złącza.
Literatura
[1] Pocica A., BańskI R., Szulc Z., Gałka A., Waindok P., Badania bimetalu stal austenityczna – tytan wyżarzanego w różnych warunkach, Inżynieria Materiałowa, 5/2008, s. 1-4.
[2] Crossland B., Explosive welding of metals and its application, Claredonpress, Oxford, 1982.
[3] Nobili A., Masri T., Lafont M.C., Recent developments in cha-racterization of a titanium steel explosion bond interface, Pro-ceedings of Reactive Metals in Corrosive Applications Confe-rence, Eds. Wah Chang, Albany, 1999, s. 89-98.
[4] Król S., Bański R., Szulc Z., Gałka A., Practical aspects of structural tests of titanium-steel bonds made by explosive
– W obrębie pojedynczej fali twardość zarówno sta-li, jak i tytanu jest zmienna i zależy od lokalnego stopnia zdeformowania. Skokowy wzrost twardo-ści obserwuje się w obszarze przetopionym. – W tytanie przeważają pęknięcia transkrystaliczne, ale
obserwowano również pęknięcia po granicach ziaren. – Inicjacja i rozwój pęknięć zmęczeniowych
przebie-gały głównie w stali.
– Rozwój pęknięć obserwowano na wskroś przekro-ju poprzecznego próbki i w linii złącza bimetalu.
cladding and exposed to thermal process loads. Advances in Material Science, 7/2007, s. 50-56.
[5] Thum A., Petersen C., Swenson O., Verformung, Spannung und Kerbwirkung. VDI, Duesseldorf, 1960.
[6] Banker J., Advances in Explosion Welding, The Handbook of Advanced Welding, Woodhead Publishing Ltd, London, 2004. [7] Paul H., Faryna M., Prażmowski M., Bański R., Changes in the bonding zone of explosively welded sheets, Archives of Metal-lurgy and Materials, Vol. 56, 2/2011, s. 463-474.
[8] Rozumek D., Hepner M., Wpływ mikrostruktury stopu tytanu Ti -6Al-4V na rozwój pęknięć zmęczeniowych, Inżynieria Mate-riałowa, 2/2005, s. 81-83.
Imprezy naukowo – techniczne SIMP w 2012 r
Temat konferencji Termin Organizator
Najnowsze trendy w podejściach kosztowym i porów-nawczym przy szacowaniu wartości maszyn, urządzeń i pojazdów na tle ustawodawstwa Unii Europejskiej
23-24 kwietnia Towarzystwo Rzeczoznawców Majątkowych SIMPZamek SIMP w Rydzynie k. Leszna, 42 636 39 23
Napędy i sterowania hydrauliczne i pneumatyczne 2012
„Stan, potrzeby, oczekiwania, możliwości” 16-18 maja
SIMP – Sekcja Sterowania i Napędu Hydraulicznego, Wrocław 71 344 81 26
Podstawowe Problemy Metrologii, PPM 2012 03-06 czerwca Wydawnictwo PAK, Krynica Zdrój, 32 237 19 45 Materiały polimerowe i ich przetwórstwo 09-12 września Towarzystwo Przetwórców Tworzyw Polimerowych SIMP
Częstochowa – Bełchatów, 34 325 06 59 Międzyuczelniana Konferencja Metrologów, MKM 2012 09-12 września Wydawnictwo PAK, Wisła, 32 237 19 45 Finansowanie innowacyjnych technologii oraz
działal-ności badawczo-rozwojowej w polskim sektorze poligra-ficznym – INNTECHGRAF 2012
13-14 września Sekcja Poligrafów SIMP, Inowrocław, 52 35 42 700
3. Międzynarodowa Konferencja „Natryskiwanie cieplne.
Zastosowania” 24-26 września
Dolnośląska Sekcja Spawalnicza przy Oddziale SIMP we Wrocławiu, Wrocław, 41 34 24 539 lub 41 34 24 513 54. N-T Konferencja „Spawalnictwo. Osiągnięcia
– Potrzeby – Wyzwania” 16-18 października Instytut Spawalnictwa, Gliwice, Sosnowiec, 32 33 58 367 41. Krajowa Konferencja Badań Nieniszczących 22-25 październikaPolskie Towarzystwo Badań Nieniszczących i Diagnostyki
Technicznej SIMP, Toruń, 56 622 49 82 Kierunki prac badawczych, rozwiązań technicznych oraz
eksploatacja urządzeń chłodniczych i klimatyzacyjnych 14-15 listopada
Towarzystwo Chłodnictwa, Klimatyzacji i Pomp Ciepła SIMP Poznań, 61 85 07 505
II Międzynarodowa Konferencja Poligraficzna „Innowacje w sektorze poligraficznym Europy Środkowo-Wschodniej”
14-16 listopada Sekcja Poligrafów SIMP, Jelenia Góra – Czechy, 52 35 42 700
